微型渦噴發(fā)動機引射特性研究

饒珠明, 王 兵

(清華大學(xué)航天航空學(xué)院, 北京 100084)

0 引言

隨著新軍事變革和國防科技的發(fā)展[1-2],組合循環(huán)發(fā)動機成為空天融合的重要動力推進方式,主要包括渦輪基組合循環(huán)發(fā)動機(turbine based combined cycle,TBCC)和火箭基組合循環(huán)發(fā)動機(rocket based combined cycle,RBCC)[3]。TBCC通常由燃氣渦輪發(fā)動機和沖壓發(fā)動機組合而成,其工作過程大致分3個階段:渦輪加速階段(Ma≤2.5),渦輪發(fā)動機和沖壓發(fā)動機共同工作階段(2.5

文中以微型渦噴發(fā)動機為研究對象,建立TBCC引射過程的物理模型,通過實驗臺架的測量和計算獲得微型渦噴發(fā)動機尾噴管出口參數(shù),以實際尺寸并經(jīng)過簡化建立數(shù)值模型,利用CFD軟件進行模擬仿真,研究了引射管長度、直徑和相對位置等因素對引射特性的影響規(guī)律,研究結(jié)果以期對TBCC引射摻混段的設(shè)計提供參考。

1 計算模型和方法

文中選用King Tech公司的K100G微型渦噴發(fā)動機,最高轉(zhuǎn)速為141 000 r/min,最大推力為100 N。由于引射過程的實驗測量難度大、成本高,影響因素多,因此,文中以數(shù)值模擬為主要研究手段,輔以實驗測量。國內(nèi)外大量的研究表明[10-15],經(jīng)過仔細的模型考核和算法驗證,數(shù)值仿真能夠給出足夠的流場細節(jié)和流動規(guī)律,并能給出實驗難以獲得的物理量,已經(jīng)成為航天航空問題研究的重要手段。

在對微型渦噴發(fā)動機的引射過程進行數(shù)值模擬時遵循以下基本假設(shè):

1)本算例為二維穩(wěn)態(tài)問題,計算均在微型渦噴發(fā)動機固定轉(zhuǎn)速的工況進行。

2)將一次流和二次流視為兩種物性不同的“純凈”氣體,且均為理想完全氣體。

3)一次流和二次流摻混過程不發(fā)生化學(xué)反應(yīng)。

4)忽略微型渦噴發(fā)動機尾噴管之前的氣流對計算域的影響,忽略重力的影響。

文中計算工況選取轉(zhuǎn)速為80 000 r/min時的工況,通過實驗室臺架的測量,此時發(fā)動機尾噴管出口的靜溫為873 K,總壓107 325 Pa。物理模型示意圖如圖1(a)所示,微型渦噴發(fā)動機尾噴管后接一同軸的引射管,從尾噴管流出的一次流高速燃氣與從引射管入口進來的二次流空氣混合,進行動量和能量的交換,在距離足夠遠的地方混合氣流的速度場、溫度場以及化學(xué)成分逐漸趨于均勻[16]。在忽略重力的影響下,整個模型是對稱的,建立圖1(b)所示的計算模型,A1為尾噴管的入口截面,A2為尾噴管的出口截面。收斂型的尾噴管入口內(nèi)徑62 mm,出口內(nèi)徑48 mm,壁厚1 mm,引射管為2 mm厚的壁面。為了模擬大氣環(huán)境,計算域取1.2 m×1 m的區(qū)域。網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,圖1(c)是一、二次流入口處的局部網(wǎng)格,尾噴管和引射管的壁面附近均采用邊界層網(wǎng)格進行加密。

圖1 物理模型幾何示意圖與網(wǎng)格

流體視為可壓縮流體,選用基于密度的求解器,湍流模型選擇Standardk-ε湍流模型。尾噴管噴射出來的燃氣與引射的空氣在組成成分及各組分的比例上存在差異[17],經(jīng)過CEA計算結(jié)果顯示,燃燒產(chǎn)物主要包括氮氣、氧氣、二氧化碳和水,根據(jù)工況參數(shù)確定摩爾分數(shù)分別為76.7%、15.3%、4%、4%。為了減小計算量,把燃氣和空氣視為純凈物,定壓比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)可以通過對各組分加權(quán)平均得到?？紤]到溫度對氣體比熱比的影響,文中采用了變比熱的計算方法,即定壓比熱容隨溫度的變化而改變。根據(jù)尾噴管出口(A2)的實驗測量數(shù)據(jù),可以計算得到微噴管入口(A1)參數(shù)為:總壓107 325 Pa,靜壓105 254 Pa,溫度881 K。計算域左邊界采用壓力入口邊界,上邊界和右邊界采用壓力出口邊界。

2 計算結(jié)果與分析

為了研究引射管的長度、直徑以及與尾噴管的相對位置對引射作用的影響,保持尾噴管入口的總壓、靜壓和溫度不變,分別計算了引射管長度L從200～600 mm,直徑D從85～134 mm,相對位置(如圖1(a)中的ΔL)從-50～100 mm變化時流場的空間分布以及引射管出口截面參數(shù)沿徑向的分布情況,并計算引射系數(shù)。

2.1 引射管長度對引射作用的影響

取相同的引射管直徑以及與尾噴管的相對位置(D=85 mm,ΔL=-50 mm),設(shè)計5種不同長度的引射管,分別為L=200 mm、250 mm、350 mm、450 mm、600 mm。圖2給出了不同長度引射管的出口總壓、總溫、馬赫數(shù)沿徑向的分布曲線。

圖2 不同長度引射管出口截面物理量沿徑向的分布

由圖2可以看出,隨著引射管長度的增加,總壓、總溫、馬赫數(shù)沿徑向的分布越來越均勻,說明引射管出口流場越來越均勻,摻混愈來愈充分。當引射管長度達到引射管內(nèi)徑的7倍左右時(L=600 mm),出口的氣流參數(shù)已經(jīng)比較均勻。

引射過程中,二次流的質(zhì)量流量與一次流的質(zhì)量流量之比被稱為引射系數(shù),它是表征引射性能的重要參數(shù),其表達式為:

圖3給出了隨著引射管長度的變化引射系數(shù)的變化曲線圖?？梢钥闯?隨著引射管長度的增加,引射系數(shù)增大,但增幅減小,當引射管達到一定的長度(約為引射管直徑的5倍)時,引射系數(shù)幾乎不再變化,此時可以認為引射管長度不再影響引射系數(shù)。由圖2可以發(fā)現(xiàn),隨著引射管長度增加,總壓和總溫的整體水平降低,這是由于引射進來的空氣增多造成的,而且隨著摻混更加充分,能量的損失也增加,也會導(dǎo)致總壓和總溫的總體水平降低。

圖3 引射系數(shù)隨引射管長度的變化

2.2 引射管直徑對引射作用的影響

取相同的引射管長度以及與尾噴管的相對位置(L=600 mm,ΔL=-50 mm),設(shè)計五種不同內(nèi)徑的引射管,分別為D=85 mm、96 mm、110 mm、122 mm、134 mm,分析它們的引射效果如下。

隨著引射管直徑的變化,引射系數(shù)變化曲線如圖4所示,可以看出,隨著引射管直徑的增加,引射系數(shù)增大。這說明隨著二次流界面積的增大,更多的空氣被“吸入”引射管與一次流摻混,這也導(dǎo)致引射管出口的總壓、總溫、馬赫數(shù)總體水平下降的原因,這些是參數(shù)影響了引射模態(tài)的推力性能[18]。

圖4 引射系數(shù)隨引射管直徑的變化

2.3 引射管與尾噴管的相對位置對引射作用的影響

引射管與尾噴管的相對位置主要影響引射系數(shù)的大小,取相同長度和直徑的引射管(L=600 mm,D=85 mm),改變引射管與尾噴管的距離,分別為ΔL=-50 mm、-25 mm、0 mm、25 mm、50 mm、100 mm。圖5給出了引射系數(shù)與相對位置的關(guān)系曲線圖,可以看出,隨著引射管與尾噴管距離的增加,引射系數(shù)先增大后減小。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是,當引射管和尾噴管的距離不是很遠時,隨著距離的增加,燃氣與周圍空氣接觸的空間變大,空氣也更容易地補充進來,所以二次流流量更大,引射系數(shù)增大,但如果引射管距離尾噴管太遠,一次流達到引射管入口時,流體截面直徑可能大于引射管直徑,導(dǎo)致超出引射管直徑的部分氣體不能流入引射管,所以引射系數(shù)又開始降低。

圖5 引射系數(shù)隨尾噴管和引射管相對位置的變化

3 結(jié)論

文中采用數(shù)值模擬輔以實驗測量,研究了微型渦噴發(fā)動機的地面靜止條件的引射特性,得到如下主要

研究結(jié)論:

1)引射管長度對一、二次流的摻混均勻程度影響顯著,長度達到直徑的7倍時,摻混已基本均勻。隨著引射管長度的增加,引射系數(shù)增大,當達到一定長度時(約為直徑的5倍),引射系數(shù)基本不再變化。

2)引射管直徑增大意味著二次流的入口截面增大,更多的二次流被“卷吸”進來,所以引射系數(shù)逐漸增大,引射管出口的總壓、總溫、馬赫數(shù)總體下降。

3)隨著引射管距離尾噴管越遠,引射系數(shù)先增大后減小。

渦輪-沖壓組合發(fā)動機的引射模態(tài)中,一、二次流摻混的均勻程度直接影響燃燒室的穩(wěn)定性,同時摻混會導(dǎo)致總壓損失。在設(shè)計TBCC的引射段時,需同時考慮引射管的長度和直徑,直徑大小主要取決于二次流流量的需求,在保證一定摻混均勻程度的前提下長度盡可能小(直徑的7倍以內(nèi))。值得注意的是,一旦引射管過短,如小于5倍直徑長度,不僅摻混效果差,引射量也會減小。

(1) 備受關(guān)注的《煤炭深加工示范項目“十二五”規(guī)劃》，已下發(fā)各省，將擇機出臺；該《規(guī)劃》確定了15個省、區(qū)的煤化工示范項目框架，系指導(dǎo)和規(guī)范“十二五”煤化工發(fā)展的綱領(lǐng)性文件。

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